Luận án Nghiên cứu xác định các tham số nhiệt động lực học của động cơ tua bin phản lực trên cơ sở các kích thước hình học

1 1 . . . . 1 . . . . . 1 zg zvcm vmpqc vtb zt cm cmqc vI vcm cmqcII zg cm zvcm cm T T G G T G m T p p            (4.21) Trong đó:     , , , zg zcm zvcm zcmzt zvcm cm vcm cmqc cmqcII zcm zcm zg zvcm T T T Tp p T T p p T T           . Xác định tỷ số giảm áp tới hạn của loa phụt: 11 2 cm cm k k cm ckp k         . Xác định tỷ số giảm áp trên loa phụt: zcm c h p p   . a) Nếu   maxvmpqc vmpqc G G thì không thể thỏa mãn phương trình liên tục, cần phải giảm nhiệt độ sau buồng đốt zgT . b) Nếu   maxvmpqc vmpqc G G thì phương trình liên tục được thỏa mãn khi c ckp  . c) Nếu   maxvmpqc vmpqc G G thì phương trình liên tục được thỏa mãn khi giá trị   1c  được đọc trên đặc tính bằng giá trị   2c  tính được theo mục 11). 105 11) Tính mức giãn nở trên loa phụt   2c  :   2 zcm c h p p   . Cũng có thể xác định gần đúng bằng các biểu thức tính theo hai hướng dòng trong và dòng ngoài:     2 2 1 1 . . . . ; 1 . . . . zv c zk kc zh zt cm zv c zvent II h vcm p p p p              (4.22) 12) Trên đặc tính của miệng phun ta so sánh mức giãn nở đã đọc được nhờ thông số dòng lưu lượng vmpqcG là  1c và  2c đã tính được ở mục 11). Trên đặc tính miệng phun có thể thể hiện cách xác định cho các trường hợp 10a), b), c). 13) Tính riêng trong trường hợp tua bin chưa bị nghẽn dòng, tức là: max vtb zg vtb zg vtbqc zg zg G T G T G p p          . a) Nếu lưu lượng dòng trên cửa vào miệng phun lớn hơn mức lớn nhất, tức là:     max 1 . . . zcmvmpqc vtb vI vmpqc cm zcm T G G G m G p    thì cần quay lại bước 6), chọn tỷ số zg zv T T sao cho thông số vtb zg zg G T p giảm nhỏ đi. Bằng cách đó ta sẽ thu được một số điểm. Các điểm này cho phép ta tìm được một điểm mà tại đó phương trình liên tục qua miệng phun được thỏa mãn. Ta có thể vẽ mối quan hệ của các giá trị zg zv T T đã chọn theo thông số 106   1 . . . zcmvmpqc vtb vI cm zcm T G G G m p   tính toán được, trên đồ thị sẽ xác định đúng được giá trị zg zv T T       . Từ giá trị này ta tìm , tbzt zg T T   và kiểm tra lại việc xác định chính xác điểm lựa chọn. b) Nếu dòng lưu lượng trên cửa vào miệng phun nhỏ hơn mức lớn nhất, tức là:     max 1 . . . zcmvmpqc vtb vI vmpqc cm zcm T G G G m G p    và mức giãn nở tính được trên miệng phun   2c  trong bước 11) không trùng khớp với   1c  đọc trên đặc tính miệng phun, thì lại quay trở lại bước 6), tại đó ta chọn tỷ số zg zv T T sao cho thông số vtb zg zg G T p tăng lên. Ta sẽ lại thu được điểm mà tại đó phương trình liên tục được thỏa mãn. 14) Bằng những tính toán đã trình bày, đối với điểm lựa chọn trên nhánh k zv n const T  đã thỏa mãn được các điều kiện hoạt động cân bằng sau: - Cân bằng tốc độ vòng quay t kn n ; - Phương trình liên tục được thỏa mãn tại mọi tiết diện của động cơ, trên đó chênh áp trên miệng phun tương ứng với những thay đổi áp suất của chất khí trong các bộ phận phía trước của động cơ; - Tiếp theo ta phải kiểm tra việc thỏa mãn điều kiện cân bằng công suất của máy nén và tua bin, tức là 0qc zv zv N N p T     . Trong đó: .t zm kN N N   . 107 Trong phần lớn các trường hợp tính toán xác định thông số công suất dưới dạng:  . . 1 . . . . . . . . . . . . zg zg qc zm pg vI oxl zk kc tqc zg zv vI zv zv pv kqc pv vI ktaqc zv zv T T N C G g T p T G T T C T C G m T p p                    (4.23) Trong đó: zvent zv ktaqc zv T T T T    . Cũng có thể xác định cân bằng công suất của nhánh như sau: Đối với từng điểm đã chọn trên đặc tính máy nén, ta thay vào phương trình để tính thông số công suất. Ta dựng đồ thị v zv zvzv zv G TN f pp T         cho nhánh k zv n const T  . Tại điểm 0 zv zv N p T   , ta cũng sẽ thu được điểm hoạt động cân bằng công suất. Tính toán đồng bộ các đặc tính của các thành phần động cơ được thực hiện theo sơ đồ thuật toán, hình 4.2: 108 Chọn nhánh trên đồ thị đặc tính máy nén: 1 2, ....k k ki zv zv zv n n n const const const T T T    . Điều kiện đầu vào: Hb=0, Mb=0, ph, Th, ah, các hệ số σ max max,vtbqc vmpqcG const G const  . Chọn điểm trên nhánh: Điểm 1, điểm 2, điểm j; Xác định trên mỗi điểm các giá trị: , , , , ...vI zv v zv zk zvzk kqc zv zv zv j G T G T T T T m p p T           . Xác định lưu lượng vào buồng đốt:  1vI oxl zk vbdqc zk G g T G p   ; Chọn tỷ số:  11 ( ) ( ) ,..., , zg zg k zg k bd k zv zv zk k p p T p p T             . Xác định các giá trị của tua bin: , vbd zg t k zv vtbqc zg zgzg zv G T n n T G p TT T   . Begin 109 Hình 4.2. Sơ đồ thuật toán xác định đường hoạt động cân bằng So sánh trên đặc tính tua bin: Nếu: maxvtbqc vtbqcG G ; Nếu: maxvtbqc vtbqcG G ; Nếu: maxvtbqc vtbqcG G . Xác định các tham số miệng phun:  g vII zcm mpqc zcm G G T G p   , , , , ...c c c cC T p . Xác định điều kiện cân bằng công suất: 2. 10qc t zm kN N N     . Kết quả các điểm làm việc cân bằng của các nhánh: i zv n const T  Trên đặc tính tua bin xác định: , , ,tzt tqc zt zt zg n T T p T   Xác định tham số tại buồng trộn: , , ,...zcm zcm ktaqcp T T . Kết quả điểm làm việc cân bằng của nhánh. Đúng Sai Đúng Sai Sai Đúng End 110 Bằng cách tính toán theo sơ đồ thuật toán trên ta thu được các kết quả của các điểm làm việc cân bằng cho các vòng quay khác nhau, nối các điểm đó sẽ là đường hoạt động cân bằng. Bảng 4.1. Kết quả tính đường hoạt động cân bằng G.v G.vI m' T.zvent T.zk p.zvent p.zk π.zvent π.zk∑ n.=100 % 7,71 4,14 0,86 396,23 617,79 251443 793113 2,52 7,94 90% 7,34 3,57 1,05 387,15 564,80 231742 673109 2,32 6,74 80% 6,28 2,69 1,34 373,47 509,46 203716 473562 2,03 4,73 G.vIqc G.vtaqc ∆T.k qc G.vbdqc T.zg θ.bd θ=T.zg /T.zv G.vtbqc T.zvc m 100% 0,000707 0,00132 1,15 0,000126 1056,13 1,71 3,67 0,000170 396,23 90% 0,000611 0,00126 0,96 0,000123 964,80 1,71 3,35 0,000165 387,15 80% 0,000459 0,00107 0,77 0,000125 859,46 1,69 2,98 0,000167 373,47 p.zvcm π.zt ∆T.t bqc T.zt p.zt p.zcm T.zcm G.mpqc ∆N.qc 100% 226298,7 4,00 0,22 823,78 192329,9 202195 640,97 0,000976 -0,41 90% 208567,0 2,95 0,17 798,86 221327,4 209316 602,38 0,000872 -0,42 80% 183344,0 4,00 0,25 645,46 114838,8 146329 499,55 0,000973 -0,16 Từ kết quả đồng bộ các đặc tính của các bộ phận, biểu diễn trên các đồ thị đặc tính máy nén đường làm việc cân bằng của động cơ trên các hình 4.3, 4.4, 4.5. 111 Hình 4.3. Đường hoạt động cân bằng trên đặc tính     * * , , , k vqc vent vqc f G n f G n       . Hình 4.4. Đường hoạt động cân bằng trên đặc tính     * * , , , k vqc vent vqc f G n f G n       . 112 Hình 4.5. Đường hoạt động cân bằng trên đặc tính     * * , , , kqc vqc vent qc vqc T f G n T f G n      . 4.3. Xác định các tham số nhiệt động lực học 4.3.1. Xác định các tham số nhiệt động lực học tại ĐTT (Hb =0, Mb =0) Lấy các số liệu điểm tính toán (ĐTT) động cơ là điểm hoạt động cân bằng ở vòng quay n = 100% xác định các tham số nhiệt động lực học, xem phụ lục 4. Trên bảng 4.2 và hình 4.6 biểu diễn sự biến đổi của các tham số nhiệt độ, áp suất và tốc độ dọc trục của dòng lưu chất qua các mặt cắt chính của động cơ. 113 Bảng 4.2. Các tham số NĐLH của động cơ tại các mặt cắt Mặt cắt Nhiệt độ T, [K] Áp suất p, [Pa] Tốc độ Ca, [m/s] (H) 0 288,00 99298,50 196,00 (V) 2 288,00 97312,53 196,00 (Vent) 3 396,23 251443,00 158,00 (VCA) 4 396,23 251443,00 169,00 (K) 5 617,79 793113,00 134,00 (G) 6 1056,13 769319,61 209,00 (T) 7 823,78 192329,90 153,00 (CM) 8 640,97 202195,55 153,00 (C) 9 539,38 101325,00 470,12 (H’) 10 539,38 101325,00 470,12 Hình 4.6. Sự biến đổi các TSNĐLH qua các mặt cắt chính của động cơ. Từ các TSNĐLH tính các tham số riêng của động cơ: Các tham số này xác định với điều kiện Hb = 0, Mb = 0, phụ lục 4. 114   2 2 7,72 / ; .(1 ) 1 . 472,12 . / kg; 1 . 3644,6 ; .(1 ) 0.308; 2. . .(1 g ) (1 g ) 0.645 / ( . ); .(1 ) . 1 1 . 1 v vbd vII t oxl ud c b ud v ud e t oxl t oxl ud ud t oxl c e G G G kg s g g P C V N s m P P G N P m g Hu g C kg kG hr P m g g C V m L                                2 111447 / . 2 b J kg                  12.3 ; 0.26 . .10 dc dc v dc dc M kg kgG s M kg P kG              4.3.2. Xác định các tham số nhiệt động lực học theo Mb (Hb =0) Bảng 4.3. Sự thay đổi các tham số theo Mb (phụ lục 4). Số M P, [N] Cud, [kg/N.h] Pud, [N.s/kg] Gv, [kg/s] 0 3644,6 0,065 472,12 7,72 0,2 3224,9 0,075 408,93 7,89 0,4 2983,3 0,086 355,21 8,40 0,6 2883,3 0,099 310,18 9,30 0,8 2903,1 0,112 272,72 10,64 0,85 2925,2 0,116 264,41 11,06 1 3031,1 0,127 241,66 12,54 115 Hình 4.7. Biến đổi các tham số theo số Mb (Hb = 0) Xác định các hiệu suất động cơ theo số Mb, phụ lục 4. Hình 4.8. Biến đổi các hiệu suất theo số Mb (Hb = 0) 116 Bảng 4.4. So sánh một số tham số của động cơ (tài liệu và tính toán) Tham số trong thuyết minh kỹ thuật Tham số tính toán trong LA Lực đẩy: 295 kG, (H = 0, Mb = 0,8, Tkk = 310 K). Lực đẩy : 290,3 – 292,5 kG (H = 0, Mb = 0,8 - 0,85, Tkk= 308 - 312 K), Sai số nhỏ hơn 2%. Tiêu hao nhiên liệu riêng: Cud ≥ 1,22 kg/kG.h, (H = 0, Mb = 0,8, Tkk =310 K). Tiêu hao nhiên liệu riêng: Cud: 1,12 - 1,16 kg/kG.h, (Tkk= 308 – 312 K), Nhỏ hơn. Áp suất sau máy nén đi đến điều khiển cánh lái: 7 - 12 at. Áp suất sau máy nén: 7,9 - 8,3 at, Trong khoảng. Tốc độ vòng quay rotor máy phát điện xoay chiều: 28800- 36000 vòng/phút. Khoảng tính toán mô phỏng: n = 80 - 100% (28800 - 36000 vòng/phút). Bảng 4.5. Các tham số riêng của động cơ (tính toán sơ bộ và thử nghiệm số) Pud, [N.s/kg] Cud, [kg/(kG.h)] ηe μdc, [kg/(kg.s)] γdc, [kg/kG] Tính toán sơ bộ 451.12 0.68 0.23 12.54 0.28 Thử nghiệm số 472.12 0.65 0.31 12.3 0.26 Từ những kết quả tính toán đã thực hiện, so sánh với một số tham số sử dụng của động cơ đối tượng nghiên cứu rút ra các nhận xét sau: Các tham số tính toán đều nằm trong dải giá trị cho phép và tương đối sát với các tham số trong thuyết minh kỹ thuật công bố (lực đẩy sai số không quá 2 % so với tính toán sơ bộ là hơn 7 %), tổng sai số là do sai số tính toán và sai số do điều kiện đầu vào (Tkk) khác nhau. Mặt khác, khi tính toán bằng ASTRA cho dải nhiệt độ sau buồng đốt từ 1024 oK – 1084 oK trong khi tại 117 điểm tính toán xác định được nhiệt độ sau buồng đốt là 1056 oK. Nếu so sánh với tính toán sơ bộ thì tính toán bằng mô phỏng số cho ra kết quả ―cải thiện tích cực‖ hơn (các tham số nhiệt động lực học và các tham số riêng của động cơ). Điều đó chứng tỏ việc tính toán trong luận án bằng mô phỏng số điều chỉnh sát hơn với tham số ―gốc‖ của động cơ và vẫn nằm trong vùng khuyến cáo cho đối tượng này, vì vậy kết quả là tin cậy được. 4.4. Kết luận chƣơng 4 - Trên cơ sở sử dụng các đặc tính của các bộ phận trong động cơ (kết quả áp dụng các phần mềm mô phỏng hiện đại nhận được trong chương 3) đã xây dựng được phương pháp xác định đường làm việc cân bằng của động cơ. Khi đã biết được các tham số nhiệt động học của động cơ trong chế độ hoạt động chính, dựa vào phương pháp luận án đề xuất, có thể xác định được khoảng biến thiên của các thông số này trong toàn bộ khoảng các chế độ hoạt động (tốc độ vòng quay) cũng như điều kiện hoạt động (tốc độ và độ cao bay) của nó, đối với dạng động cơ đặc thù như đối tượng nghiên cứu (R95TM-300) cho thấy phương pháp là khả quan và khả thi. - Trên cơ sở thuật toán tính toán dựa trên phương pháp đề xuất, luận án đã tính cho một vài trường hợp cụ thể để chứng tỏ tính hội tụ tốt của thuật toán, từ đó có thể chỉ ra gần đúng toàn bộ đường hoạt động cân bằng của động cơ, và như vậy cho thấy hình ảnh biến thiên của các tham số nhiệt động lực học trong toàn bộ các quá trình hoạt động. - Các thông số thu được đều nằm trong khoảng khuyến cáo (bảng 4.2, 4.3, 4.4) theo các tài liệu mới nhất về các dữ liệu thống kê [19], [38], [45], [66], [79]; điều này góp phần khẳng định kết luận đã rút ra từ chương 3; cũng như khẳng định mục tiêu đề ra từ đầu luận án về khả năng sử dụng phương pháp thực nghiệm số đối với đối tượng nghiên cứu phức tạp như ĐCTBPL, đưa ra những nhận thức mới về đối tượng này. 118 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ - Khẳng định toàn bộ các đặt vấn đề, và ý định nghiên cứu đề ra từ đầu luận án đều đã được thực hiện đầy đủ. Về cơ bản, qua thực hiện luận án đã đạt được hai mục tiêu nghiên cứu chính đề ra ban đầu: - Đã khai thác sử dụng được công cụ tính toán hiện đại có sẵn tại HVKTQS vào việc nghiên cứu, trên bộ cơ sở dữ liệu có được của một dạng động cơ TBPL hành trình cụ thể (là sự kế tục kết quả của nghiên cứu khai thác toàn diện tên lửa đối hải); từ đó làm cơ sở bước đầu phát huy tác dụng hiệu quả đầu tư tại Học viện, mở ra khả năng ứng dụng cho giảng dạy và nghiên cứu, phần nào tháo gỡ khó khăn khi bắt đầu phải giảng dạy trong lĩnh vực ĐCTBPL. - Trong phạm vi rộng hơn, câu hỏi đặt ra là trong điều kiện khoa học chậm phát triển như chúng ta, liệu chúng ta có khả năng bắt đầu thực hiện lớp bài toán thiết kế, chế tạo ĐCTBPL theo mẫu hay chưa; kết quả của luận án góp phần đưa ra trả lời theo chiều hướng tích cực cho câu hỏi này. - Mặc dù khả năng còn hạn chế, thời gian thực hiện ngắn trước khối lượng công việc quá lớn và nhiều vấn đề phức tạp; nhưng xét về tổng thể, bố cục các nội dung chính của luận án bước đầu cũng vạch ra được quy trình các bước cần thực hiện trong giai đoạn đầu của quá trình thực hiện thiết kế theo mẫu. Như vậy có thể chỉ ra những đóng góp khoa học chính của luận án là: - Tìm hiểu, khai thác được công cụ tính toán hiện đại đã được trang bị trong dự án đầu tư phòng thí nghiệm số, ứng dụng nó để phát huy kết quả nghiên cứu của nhiệm vụ khai thác toàn diện đối tượng tên lửa đối hải – một nhiệm vụ trọng tâm đang được thực hiện trong quân đội ta, mở ra nhận thức mới về đối tượng nghiên cứu. 119 - Khẳng định trong điều kiện khoa học hiện nay, khả năng tính toán xác định các tham số nhiệt động lực học của động cơ tua bin phản lực trên cơ sở các kích thước hình học là khả thi. Xét trên bình diện rộng hơn, điều này chứng tỏ khả năng phát triển động cơ TBPL theo hướng chế tạo theo mẫu là khả quan trong điều kiện KH&CN phát triển chậm và vật chất ban đầu vô cùng hạn hẹp như nước ta. - Xây dựng được mô hình toán và đưa ra thuật toán xác định hoạt động cân bằng cho một dạng động cơ đặc thù. - Xác định được bộ số liệu các tham số nhiệt động lực học của động cơ nghiên cứu làm cơ sở cho khai thác làm chủ vũ khí công nghệ cao và số liệu bước đầu cho tính toán, thiết kế theo mẫu (bảng 4.2, 4.3, 4.4, 4.5; hình 4.6, 4.7, 4.8). - Luận án xây dựng được một cách hệ thống quy trình thực hiện bước đầu tiên của thiết kế sơ bộ khi thiết kế theo mẫu - đó là thực hiện bài toán ngược xác định các tham số nhiệt động lực học của động cơ tua bin phản lực mẫu: + Tháo rỡ, đo đạc hệ thống kích thước hình học của động cơ; + Tính toán các tham số nhiệt động lực học của động cơ tua bin phản lực trong chế độ hoạt động chính; + Sử dụng phương pháp mô phỏng số để xây dựng các đặc tính hoạt động của từng bộ phận chính trong động cơ; + Sử dụng biện pháp đồng bộ các đặc tính để xác định sự biến thiên của các tham số nhiệt động lực học của động cơ tua bin phản lực trong các chế độ hoạt động của chúng. Ý nghĩa thực tiễn - Mở ra khả năng ứng dụng ANSYS cho giảng dạy trong điều kiện học cụ, trang thiết bị thí nghiệm phục vụ giảng dạy còn rất thiếu thốn. - Tiếp tục mở rộng hơn nữa tìm hiểu về một số thiết bị đang được sử 120 dụng trong tên lửa đối hải chủ lực của Việt Nam (hiện tài liệu có quá ít thông tin về nó). - Nội dung luận án có thể được sử dụng như tài liệu tham khảo để phục vụ giảng dạy, nghiên cứu (phát triển nội dung các phần thành các bài tập, các bài thực nghiệm số). Kiến nghị - Từ kết quả các tham số nhiệt động lực học có thể xây dựng các đặc tính động cơ và tính toán các tham số khí động lực học cho mẫu động cơ nghiên cứu và tiến hành những nghiên cứu tiếp theo của quá trình thiết kế, chế tạo. - Khai thác phần mềm (ANSYS turbo) đây là điều còn quá mới mẻ ở điều kiện trong nước, vì số lượng người quan tâm về lĩnh vực này rất ít, một khu vực nghiên cứu quá hẹp mang đặc điểm quốc phòng; đề nghị cần tiếp tục đầu tư nghiên cứu khai thác, trước mắt hứa hẹn khả năng có công cụ giảng rất phong phú khi bắt đầu giảng dạy về ĐCTBPL trong hoàn cảnh điều kiện thí nghiệm hầu như không có gì. 121 DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ 1. Bùi Văn Thưởng, Phạm Thành Đồng, Hoàng Thanh Tùng, Vũ Quốc Trụ; Tính toán, thiết kế tối ưu biên dạng phần vượt âm của loa phụt Lavan, Tuyển tập công trình Hội nghị khoa học Cơ học Thủy khí Toàn quốc năm 2012. 2. Bùi Văn Thưởng, Phạm Vũ Uy; Tính toán sơ bộ các tham số nhiệt động lực học của động cơ tua bin phản lực trên cơ sở các kích thước hình học, Tạp chí KHKT Học viện KTQS số 162, 06 - 2014. 3. Bùi Văn Thưởng, Trịnh Văn Khang; Nghiên cứu vai trò của thiết bị sinh khí trên động cơ R95TM-300 tới khả năng tạo lực đẩy phản lực sau khi khởi động, Tạp chí KHKT Học viện KTQS số 173, 12 - 2015. 4. Nguyễn Khánh Chính, Bùi Văn Thưởng, Phạm Vũ Uy; Xác định đặc tính máy nén dọc trục của động cơ tua bin phản lực không khí, Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 43, 06 - 2016 (Viện KH&CNQS). 5. Bùi Văn Thưởng, Phạm Vũ Uy, Dương Minh Đức; Tính toán đặc tính máy nén dọc trục theo phương pháp tuyến tính hóa và mô hình hóa, Tuyển tập Công trình Hội nghị khoa học Cơ học Thủy khí toàn quốc năm 2015. 6. Dương Minh Đức, Bùi Văn Thưởng, Chu Hoàng Quân; Xác định thông số nhiệt động sản phẩm cháy giữa kerosene và oxy trong điều kiện áp suất và nhiệt độ cao, Tuyển tập Công trình Hội nghị khoa học Cơ học Thủy khí toàn quốc năm 2015. 122 TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng Việt 1. Phan Nguyên Di (2001), Cơ học môi trường liên tục, Nhà xuất bản giáo dục, Hà nội. 2. Vũ Văn Duy (2012), Mô phỏng số dòng chảy và sự cháy trong động cơ tua bin khí, Tạp chí Khoa học Công nghệ Hàng hải số 29-1/2012. 3. Trần Trung Sơn (2009), Nghiên cứu đặc tính của quá trình tạo hỗn hợp cháy trong buồng đốt tăng lực động cơ turbine phản lực, luận án tiến sĩ kỹ thuật, Học viện KTQS. 4. Chu Quốc Thắng (1997), Phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, Hà nội. 5. Nguyễn Bá Thảo (2009), Nghiên cứu tính ổn định dòng khí trong buồng đốt tăng lực của động cơ turbine phản lực, luận án tiến sĩ kỹ thuật, Học viện KTQS. 6. Bùi Văn Thưởng (2001), Xây dựng mô hình tính toán gần đúng đặc tính của máy nén động cơ tua bin khí hàng không, luận văn thạc sĩ kỹ thuật, Học viện PKKQ. 7. Tổ hợp tên lửa chiến đấu tàu ―URAN-E‖ (2009), Hướng dẫn khai thác tên lửa 3M-24Э 78.0000.0000.00 ИЭ. 8. Tên lửa 3M-24Э (2009), Thuyết minh kỹ thuật 78.0000.0000.00 TO. 9. Tên lửa P-28 (2009), Thuyết minh kỹ thuật và hướng dẫn khai thác. 10. Tổ hợp tên lửa đối hải 3M-54Э, Thuyết minh kỹ thuật và khai thác sử dụng 3M-54 Э.0000.PЭ, TO. 11. Tổ hợp tên lửa đối hải 3M-14Э, Thuyết minh kỹ thuật và khai thác sử dụng 3M-14Э.0000PЭ, TO. 12. Tổ hợp tên lửa đối hải KH-35E, Báo cáo đề tài khai thác toàn diện tên lửa KH-35E, Nhiệm vụ khai thác toàn diện của Bộ Quốc phòng. 123 Tiếng Anh 13. ANSYS.V14.WIN64-MAGNITUDE. 14. Atlas profil NACA-SAGI. (1940), BNT NKAP. 15. AutoDesk Inventor (2012). 16. Idac.co.uk/enews/articles/Performance.pdf (2006), Volume 7, Issue 2 2006. Tiếng Nga 17. Абдуллин А. Я., Сенюшкин Н. С., Порошкин К. В. (2011), Верификация программного комплекса ANSYS CFX на задачах обтекания жидкостью удобообтекаемых тел, Молодой учѐный N –74, T.1 – c. 49-53. 18. Агульник А. Б., Бакулев В.И., Голубев В.А., Козленко Б.А., Ковнер Д.С., Котович А.В., Кравченко И.В. (1996), Термогазодинамические расчѐты авиационных газотурбинных двигателей на ЭВМ в режиме диалога, М.: Изд. МАИ, 84 с.: ил. 19. Агульник А. В., Бакулев В. И., Голубев В. А., Кравченко И. В., Крылов Б. А. (2002), Термогазодинамические расчѐты и расчѐт харатеристик авиационных ГТД, Москва Изд. МАИ, 256 с. 20. Акимов В.М. [и др.] (1987), Теория и расчѐт воздушно- реактивных двигателей, Москва ―Машиностроение‖. 21. Алемасов В.Е. (1980), Теория ракетных двигателей, Москва ―Машиностроение‖. 22. Алемасов В.Е., Дрегалин А.Ф., Тишин А.П. (1989), Теория ракетных двигателей , Москва ―Машиностроение‖. 23. ACTPA (1995), ―моделирование химических и фазовых равновесий при высоких температурах‖, М. МГТУ. 24. Артѐмов О.А. (2006), Прямоточные воздушно-реактивные 124 двигатели (расчѐт характеристик), Москва. 25. Архаров А. М., Афанасьев В. Н. (2004), Теплотехника, Москва Издательство МГТУ имени Н. Э. Баумана. 26. Ахмедзянов Д. А., Др. (2009), численное термогазодинамическое моделирование процесса горения, Молодой учѐный N – 12, c. 36-40. 27. Ахмедзянов Д. А., Козловская А. Б., Методика расчѐта и моделирование осевых компрессоров авиационных ГТД, УГАТУ, кафедра авиационных двигателей. 28. Ахмедзянов Д. А., Михайнова А. Е. (2011), Моделирование изменения нагрузки на электрогенератора молоразмерной энергетической газотурбинной установки , Молодой учѐный N – 1, – c. 18-21. 29. Ахмедзянов Д.А. (2008), Термогазодинамическое моделирование авиационных ГТД: учебное пособие / Д. А. Ахмедзянов, Уфимск. гос. авиац. техн. ун-т. – Уфа: УГАТУ, 158 с. 30. Бакулев B.И., Голубев В.А., Крылов Б.А. и др.(2003), Теория, расчѐт и проектирование авиационных двигателей и энергетических установок, М.: Изд. МАИ, 688 с. 31. Бакулев В. И., Крылов Б. А., Юн А. А. (2000), Расчѐт высотно- скоростных и дроссельных характеристик ТРД и ТРДФ – Учебное пособие, Москва Издательство МАИ. 32. Белова С. Е. (2013), Методология выбора параметров ТРДД перспективного пассажирского самолѐта, Современные научные исследования и инновации. 33. Белоусов А.Н., Мусаткин Н.Ф., Радько В.М., Кузьмичѐв В.С.(2006) Проектный Термогазодинамический расчет основных 125 параметров авиционных лопаточных машин; Самар. гос. аэрокосм. ун-т, 316 с. 34. Беляев Е.Н., Чванов В.К., Черваков В.В. (1999), Математическое моделирование рабочего процесса жидкостных ракетных двигателей , Москва изд. МАИ. 35. Болдырев О. И. (2011), Направления совершенствования и требования к современной математической модели для термодинамических расчѐт ГТД , Молодой учѐный N – 11, T.1 – c. 31-35. 36. Бутов А.М., Козарев Л.А. (1993), Математическое моделирование рабочего процесса авиационных двигателей: Учебное пособие. М.: ВВИА им. Н.Е. Жуковского, 143c. 37. Волков Е.Б., Сырицын Т.А., Мазинг Г.Ю. (1978), Статика и динамика ракетных двигательных установок, часть I+II, Москва ―Машиностроение‖. 38. Галимзянов Ф.Г. (1978), Термодинамические и газодинамические расчеты авиационных ТРД: Лопаточные машины (Осевые компрессоры), Учебное пособие/ Отв. Ред. З.Г. Шайхутдинов. – Уфа: УАИ, 100 с. 39. Ганин С.М., Карпенко А.В. Колиогоров В.В., Петров Г.Ф. (1999), Беспилотные летательные аппараты. СПб.: Гангут, 160с. 40. Голубев В.А. (1993) Двухконтурные авиационные двигатели. Теория, расчѐт и характеристики, М.: Изд. МАИ. 41. ГОСТ 23537-79 (1979), Лопатки авиационных осевых компрессоров и турбин, термины и определения, Москва. 42. Гребеников А.Г., Мялица А.К., Парфенюк В.В., Парфенюк О.И., Удовиченко С.В. (2008), Общие виды и характеристики 126 беспилотных летательных аппаратов. Харьков: Харьковский авиационный институт, 377с. 43. Григорьев В. А. (2001), Проектный термогазодинамический расчѐт авиационных ГТД гражданского назначения, Учебное пособие, Самара. 44. Дорофеев А. А. (2014), Основы теории тепловых ракетных двигателей, Москва Издательство МГТУ им. Н. Э. Баумана, 573 с. 45. Емин О. Н., Карасев В. Н., Ржавин Ю. А. (2003), Выбор параметров и газодинамический расчѐт осевых компрессоров и турбин авиационных ГТД, Москва Издательство МАИ, 146 с. 46. Емин О.Н., Карасев В.Н., Ржавин Ю.А. (2003), Выбор параметров и газодинамический расчет осевых компрессоров и турбин авиационных ГТД: Учебное пособие, – М.: «Дипак», 156 с. 47. Зиненков Ю. В., Луковников А. В., Черкасов А. Н. (2014), Формирование технического облика силовой установки высотного беспилотного летательного аппарата. Военно-воздушная академия им. профессора Н.Е. Жуковского и Ю.А. Гагарина, Россия, т.21, №1. 48. Иноземцев А. А., Сандрацкий В. Л. (2006), Газотурбинные двигатели – ОАО «Авиадвигатель», г. Пермь. 49. Казанджан П.К., Алексеев Л.П., Говоров А.Н., Коновалов Н.Е., Нечаев Ю.Н., Павленко В.Ф., Фѐдоров Р.М. (1955), Теория реактивных двигателей , Военное издательство, Москва. 50. Казанджан П.К., Тихонов Н. Д., Шулекин В. Т. (2000), Теория авиационных двигателей, Москва «Транспорт». 51. Кацкова О.Н. [и др.] (1961), Опыт расчѐта плоских и осесимметричных течений газа методом характеристик, Изд. 127 ВЦ АНСССР. 52. Кацкова О.Н., Шмыглѐвский Ю.Д. (1957), Осесимметричное сверхзвуковое течение свободнорасширяющегося газа с плоской поверхностью перехода, ―вычислительная математика‖. 53. Копелев С. З., Тихонов Н. Д. (1974), Расчѐт турбин авиационных двигателей, Москва «Машиностроение». 54. Кочегаров А. В. (2014), Расчѐт исходного режима ТРДД на базе замкнутой математической модели, Международный научно- исследовательский журнал. 55. Краснов Н. Ф. (1980), Аэродинамика часть 1+2, Москва «Высшая щкола». 56. Крюков А. И. (1993), Некоторые вопросы проектирования ГТД, Москва Издательство МАИ. 57. Кузьмичев В. С., Кулагин В. В., Крупенич И. Н., Ткаченко А. Ю., Рыбаков В. Н. (2011), Формирование виртуальной модели рабочего процесса газотурбинного двигателя в CAE-системе «АСТРА», Электронный журнал «Труды МАИ». Выпуск № 67. 58. Кулагин В. В. И др. (2003, 2005), Теория, расчѐт и проектирование авиационных двигателей и энергетических установок часть 1, 2, 3, Москва «Машиностроение». 59. Курпатенков В.Д. (1975), Расчѐт профиля сопла с изломом образующей (угловое сопло), Москва. 60. Леончев М. (2001), Турбореактивные двигатели малоразмерных летательных аппаратов, МГАИ (Тех. университет), Москва. 61. Лепешинский И. А. (2003), Газодинамика одно-двухфазных течений в реактивных двигателях, Москва Издательство МАИ. 62. Лефевр А. (1986), Процессы в камерах сгорания ГТД , 128 Москва «Мир». 63. Манушин Э. А. (1986), Газовые турбины: Проблемы и перспективы, Москва, Энергоатомиздат. 64. Марчуков Е. Ю., Онищик И. И., Рутовский В. Б., Таран Е. М., Черкез А. Я. (2004), Испытания и обеспечение надѐжности авиационных двигателей и энергетических установок, Москва, издательство МАИ. 65. Мелькумов Т.М., Мелик Н.И., [и др] (1976), Ракетные двигатели, Москва ―Машиностроение‖. 66. Михайлов А. Е., Ахмедзянов Д. А. (2011), Выбор параметров силовой установки для беспилотного летательного аппарата одноразового применения, Молодой учѐный N – 4, T.1 – c. 25-28. 67. Михайлов А. Е., Ахмедзянов Д. А., Кишалов А. Е. (2011), Формирование подходов к моделированию авиационных газотурбинных двигателей совместно с элементами систем автоматического управления и диагностики, Молодой учѐный N – 7, T.1 – c. 15-19. 68. Михальцев В. Е., Моляков В. Д., Теория и проектирование газовой турбины , часть 1 и 2, учебное пособие, Изд. МГТУ им. Н. Э. Баумана . 69. Мишин В. П. и др. (1985), Основы проектирования летательных аппаратов, М. Машиностроение. 70. Нечаев Ю. Н., Федоров Р. М. (1978), Теория авиационных газотурбинных двигателей, Москва «Машиностроение». 71. Нечаев Ю. Н. (2002), Термодинамический анализ рабочего процесса пульсирующих детонационных двигателей, М.: ВВИА. 72. Нечаев Ю. Н., Федоров Р. М., Котовский В. Н., Полев А. 129 С. (2006), Теория авиационных двигателей . Ч. 1, М.: Изд- во ВВИА им. Н.Е. Жуковского, 366с. 73. Пирумов У.Г. (1988), Обратная задача теории сопла, Москва ―Машиностроение‖. 74. Пирумов У.Г., Роляков Г.С. (1990), Газовая динамика сопел, Москва - Наука главная редакция физико-математической литературы. 75. Под общей редакцией Д.В. Хронина (1989), конструкция и проектирование авиационных газотурбинных двигателей, Москва – ―Машиностроение‖. 76. Под редакцей заслуженного деятелей науки и техники РСФСР доктора технических наук профессора Г. И. Капырина (1977), Титановые сплавы в машиностроении, Лелинград «Машиностроение». 77. Под Редакцей проф. Бакулева В. И. (1996), Термогазодинамические расчѐты авиационных газотурбинных двигателей на ЭВМ в режиме диалога, учебное пособие, Москва издательство МАИ. 78. Под редакцией доктора технических наук Л.С. Яновского (2006), Интегральные прямоточные воздушно-реактивные двигатели на твѐрдых топливах, Основы теории и расчѐта, Москва ИКЦ ―Академкнига‖. 79. Под. ред. В.И. Бакулаева (2002), Термодинамические расчѐты и расчѐт характеристик авиационных ГТД , М.: Изд. МАИ. 80. Под. ред. С.М. Шляхтенко и В.А. Сосунова (1979), Теория двухконтурных турбореактивных двигателей, М.: Машиностроение. 130 81. Порошкин К. В., Ахмедзянов Д. А. (2011), ТРД малой тяги для беспилотного летательного аппарата, Молодой учѐный N – 1, c. 16-18. 82. Порошкин К. В., Сенюшкин Н. С., Ямалиев Р. Р. (2011), Особенности проектирования силовой установки для беспилотного летательного аппарата , Молодой учѐный N – 3, T.1 – c. 85-88. 83. Ржавин Ю. А. (1955), Осевые и центробежные компрессоры двигателей летательных аппаратов, Теория, конструкция и расчѐт, Москва Издательство МАИ. 84. Родионов А. В. (2009), Анализ термодинамических параметров зарубежных малоразмерных газотурбинных установок, Молодой учѐный N – 9, c. 21-24. 85. Сенюшкин Н. С. и др. (2012), Термогазодинамический расчѐт газотурбинной силовой установки , Молодой учѐный N – 10, – c. 72-75. 86. Сенюшкин Н.С. [и др.] (2010), Особенности классификации БПЛА самолетного типа [Текст], Молодой ученый, №11. Т. 1. — С. 65-68. 87. Скубачѐвский Г.С. (1969), Авиационные газотурвинные двигатели – Конструкция и расчѐт деталей, Издательство ―Машиностроение‖, Москва. 88. Солохин Э. Л. (1975), Испытания авиационных воздушно- реактивных двигателей. Москва «Машиностроение». 89. Сосунов В.А. (2003), Теория расчет и проектирование авиационных двигателей и энергетических установок: Учебник. Под ред. В.А. Сосунова, В.М. Чепкина – М.: МАИ, 688 с. 131 90. Тезисы докладов 12-ой международной конференции «АВИАЦИЯ И КОСМОНАВТИКА - 2013», Москва МАИ. 91. Тезисы докладов 9-ой международной конференции «АВИАЦИЯ И КОСМОНАВТИКА - 2010», Москва МАИ. 92. Тимнат И. (1990), Ракетные двигатели на химическом топливе , (перевод с Английческого Вебера B. A и Фролова C. M), Москва ―Мир‖. 93. Федоров Р.М., Полев А.С., Дрыгин А.С. (2002), Расчет параметров и характеристик ТРДД и ТРДДФ, М.: ВАТУ, 77c. 94. Холщевников К.В. (1970), Теория и расчет авиационных лопаточных машин: Учеб. для авиац. вузов и фак. – М.: Машиностроение, 610 с. 95. Холщеников К. В., Емин О. Н., Митрохин В. Т. (1986), Теория и расчѐт авиационных лопаточных машин, Москва, Машиностроение. 132 PHỤ LỤC Phụ lục 1 133 134 135 136 Phụ lục 2 Phụ lục 2.1. Xây dựng hệ thống bản vẽ động cơ P 2.1.1. 137 P 2.1.2. 138 P 2.1.3. 139 P 2.1.4. 140 P 2.1.5. 141 P 2.1.6. 142 P 2.1.7. 143 P 2.1.8. 144 P 2.1.9. 145 P 2.1.10. 146 P 2.1.11. 147 P 2.1.12. 148 P 2.1.13. 149 P 2.1.14. 150 Phụ lục 3 Phụ lục 3.1. Một số kết quả tính bằng ANSYS-CFX cho máy nén D:\Thuong\HOSO-NCS THUONG\MN_ALL\MN_R95TM300_100_1.68_3.0_files \Fluid Flow CFX_001.res Hình ảnh các lá chỉnh dòng, dẫn dòng và các lá làm việc (Nhìn ngang, màu đỏ các lá đứng yên, màu xanh các lá quay) Véc tơ tốc độ trong cấp nén 151 Véc tơ tốc độ thể hiện trên bề mặt cắt ngang giữa các lá của một cấp, nhìn qua hình ảnh thể hiện là quá trình chảy bao êm. Biểu diễn véc tơ tốc độ trong MNTA và MNCA Tốc độ dòng qua máy nén có xả khí khi vòng quay còn nhỏ 152 Véc tơ tốc độ dòng ở những vòng quay lớn (hết xả khí) Khi tốc độ vòng quay lớn không còn hiện tượng xả khí từ dòng I (từ máy nén cao áp) sang dòng II, vì khi đó dòng qua máy nén cao áp đã lưu thông tốt. Thay đổi áp suất toàn phần trong máy nén 153 Thay đổi nhiệt độ toàn phần Nhận xét: Qua các hình biểu diễn các tham số của máy nén ta thấy rằng dòng khí qua máy nén áp suất, nhiệt độ, entanpi và mật độ tăng dần. Tốc độ dòng biến đổi theo chu kỳ và có xu hướng giảm dần trước khi vào buồng đốt (sau máy nén). 154 Phụ lục 3.2. Một số kết quả tính bằng ANSYS-CFX cho tua bin D:\Thuong\HOSO-NCS-THUONG\TUABIN100_1.8_files\dp0\CFX\CFX\Fluid Flow CFX_001.res Biểu diễn tốc độ dòng khí qua tua bin Biểu diễn thay đổi entanpi toàn phần ở tua bin 155 Biểu diễn thay đổi nhiệt độ toàn phần ở tua bin Biểu diễn thay đổi áp suất toàn phần ở tua bin Nhận xét: Trên các hình biểu diễn các tham số dòng khí cháy qua tua bin thấy rõ các tham số như áp suất, nhiệt độ giảm dần, còn tốc độ qua từng cấp tăng dần vì tua bin là thành phần biến năng lượng nhiệt hàm của sản phẩm cháy thành động năng và sinh công quay rotor động cơ. 156 Phụ lục 3.3. Kết quả tính bằng ANSYS-CFX cho loa phụt Kết quả mô phỏng loa phụt đưa ra các hình ảnh và số liệu các tham số của dòng sản phẩm khí thoát khỏi loa phụt. Biến đổi áp suất tổng trên thiết bị ra Biến đổi tốc độ dòng trên thiết bị ra Nhận xét: Tại loa phụt dòng sản phẩm cháy tăng tốc độ thoát ra môi trường tạo ra lực đẩy phản lực còn áp suất, nhiệt độ và mật độ dòng giảm xuống. 157 Phụ lục 3.4. Kết quả tính toán bằng ASTRA cho buồng đốt ┌───────────────────────────── Исходные данные ──────────────────────────────┐ I=0, p=0.7693,0.793113, Fuel=(C1H1.996[-1958]), Ox=(N21.9095 O6.699[261.5] Ar0.377 C1O20.0145), Alpha=5.989,5.311; └─────────────────────────────────────────── ─────────────────────────────────┘ Брутто-формула раб.тела: C .762689 H 1.52233 N 52.3479 O 16.0058 Теоретическое соотношение ок./гор. = 13.2145 └─────────────────────────────────────────── ───────────────────────────── Характеристики равновесия - СИ P=0.7693 T=1028.67 V=0.384231 S=7.68192 I=233.805 U=-61.7808 M=34.5592 Cp=1.17654 k=1.32316 Cp"=1.17787 k"=1.32267 A=625.258 Mu=0.0000417 Lt=0.0702818 Lt"=0.070358 MM=28.9358 Cp.г=1.17654 k.г=1.32316 MM.г=28.9358 R.г=287.348 Z=0 Пл=0 Bm=0.101272 Содержание компонентов - мoль/кг O2 6.65376 OH 0.2042e-5 H2O 0.88805 N2 26.126 NO 0.0013796 NO2 0.0001634 CO2 0.889832 Характеристики равновесия - СИ P=0.793113 T=1028.67 V=0.372695 S=7.67316 I=233.805 U=-61.7808 M=34.5592 Cp=1.17654 k=1.32316 Cp"=1.17787 k"=1.32266 A=625.258 Mu=0.0000417 Lt=0.0702818 Lt"=0.070358 MM=28.9358 Cp.г=1.17654 k.г=1.32316 MM.г=28.9358 R.г=287.348 Z=0 Пл=0 Bm=0.101272 Содержание компонентов - мoль/кг O2 6.65376 OH 0.2026e-5 H2O 0.88805 N2 26.126 NO 0.0013796 NO2 0.0001659 CO2 0.889832 Характеристики равновесия - СИ P=0.7693 T=1084.18 V=0.404984 S=7.75116 I=230.319 U=-81.2318 M=34.5608 Cp=1.19011 k=1.31832 Cp"=1.19215 k"=1.31759 A=640.689 Mu=0.0000431 Lt=0.0734762 Lt"=0.0735973 158 MM=28.9345 Cp.г=1.19011 k.г=1.31832 MM.г=28.9345 R.г=287.361 Z=0 Пл=0 Bm=0.101785 Содержание компонентов - мoль/кг O2 6.47265 OH 0.5693e-5 H2O 0.999824 N2 26.084 NO 0.00235 NO2 0.0001942 HNO2 0.1185e-5 CO2 1.00183 Характеристики равновесия - СИ P=0.793113 T=1084.18 V=0.392825 S=7.7424 I=230.319 U=-81.2317 M=34.5608 Cp=1.19011 k=1.31832 Cp"=1.19215 k"=1.31759 A=640.689 Mu=0.0000431 Lt=0.0734762 Lt"=0.0735972 MM=28.9345 Cp.г=1.19011 k.г=1.31832 MM.г=28.9345 R.г=287.361 Z=0 Пл=0 Bm=0.101785 Содержание компонентов - мoль/кг O2 6.47265 OH 0.5650e-5 H2O 0.999824 N2 26.084 NO 0.00235 NO2 0.0001971 HNO2 0.1212e-5 CO2 1.00183 Qua tính toán bằng ASTRA cho buồng đốt ở chế độ nmax nhận được kết quả là các tham số nhiệt động và thành phần sản phẩm cháy trong dải áp suất 7,7- 7,93 at và dải nhiệt độ 1028- 1084 K. 159 Phụ lục 4 ĐỒNG BỘ CÁC ĐẶC TÍNH Ở CHẾ ĐỘ VÒNG QUAY LỚN NHẤT (n = 100%). 1) Cho trước M.b = 0, H.b = 0: Th 288 K ph 101325Pa k 1.4 , kg 1.33 R 287.3 J kg K  Rg 288 J kg K  Va k R Th Va 340.352 m s  h 1.225 kg m 3  Vb Mb Va kc 0.97 Cpcp 1212 J kg K  Cpv 1004 J kg K  Cpg 1160 J kg K  Hu 42.910 6   J kg  l0 14.9 II 0.9 zm 0.993 goxl 0.027 2) Thiết bị vào dưới âm: v 0.98 Tzh Th 1 k 1( ) k Mb 2       3) Tính cho TBV: pzv ph v Tzv Tzh pzv ph 0.98 Tzv Th 1 nk100 36000 nk90 32400 nk80 28800 4) Chọn nhánh: nk=100% , điểm 2: Xác định các giá trị trên đồ thị. nk 2  nk100 60s  GvI 4.1392 kg s  GvII 3.57207 kg s  m' GvII GvI  m' 0.863 Tzvent 396.225K  zvent 2.51667 Tzk 617.787K pzvent 251443Pa pzk 793113Pa Tính các giá trị:  zk 7.93818 GvIqc GvI Tzv pzv  7.074 10 4  mK 0.5 s T kqc Tzk Tzv  Tzv 1.1451 Gvtaqc GvI 1 m'( ) Tzv pzv  0.0013179mK 0.5 s Gt Gnl t  Q Gt Hu g 160 T Q GvI Cpcp   gt1 Cpcp T( ) Hu g  Tính hệ số khí dư cho buồng đốt:  1 gt l0  1 1 gt1 l01  2 1 gt l0  gt1 0.01264 gt 0.01627 l0 14.9 l01 13.2145 Lượng khí sau máy nén lấy một lượng nhỏ đi điều khiển khoảng 0.025-0.03%, ta lấy giá trị 0.027. 5) Xác định: Gvbd GvI 1 goxl  Gvbdqc GvI 1 goxl  Tzk pzk  0.000126216mK 0.5 s Có thể tính theo công thức: Gvbdqc1 GvI 1 goxl  Tzv pzv  1 zk  1 Tzk Tzv  Tzv  1.2699453 10 4  mK 0.5 s Chọn nhiệt độ sau buồng đốt: thay đổi sao cho đảm bảo cân bằng được lưu lượng: Tzg Tzk 438.3415K pzg pzk kc 7.693 10 5  Pa Tính T.zg gần điểm cân bằng nhất: Gvtbqc_max 0.00017013m K 0.5  s Chọn T.3 gần nhất: T3 Gvtbqc_max pzg Gvbd        2 1056.12885K DeltaTbd 1056.12885K Tzk 438.342K 6) Chọn:  Tzg Tzv 3.66711 Có thể tính gần đúng: 1 Gvbd Tzg pzg  GvI Gvbd  kc  zk 1 GvI Tzv pzv             2 3.622 7) Buồng đốt: bd Tzg Tzk 1.70954 Có thể tính Θ.bd theo công thức: Tzg Tzv 1 1 T kqc        1.71 8) Dòng sản phẩm cháy qua buồng đốt không trích khí đi làm mát mà toàn bộ vào tua bin: Gvtb Gvbd 161 Gvtbqc Gvtb Tzg pzg  0.00017012997mK 0.5 s Có thể tính gần đúng: Gvtbqc1 GvI 1 goxl  Tzv pzv  1 zk  1 kc  Tzg Tzv         Gvtbqc1 0.00017118m K 0.5 s nt nk nt Tzg 116.004 1 K 0.5 s  Có thể tính: nk Tzv Tzv Tzg  116.004 1 K 0.5 s  9) Đọc trên đặc tính tua bin: Gvtbqcmax 0.00017013m K 0.5  s Gvtbqc Gvtbqcmax 2.819 10 11  mK 0.5 s Điều kiện lưu lượng cân bằng khi chọn tỷ số T.zg/T.zv: Gvtbqc 10 6  mK 0.5  s Tzvcm Tzvent pzvent 2.514 10 5  Pa pzvcm pzvent II Tzvent 396.225K Từ đồ thị đặc tính tua bin xác định:  zt 4.0 T tbqc 0.22 Tzt Tzg T tbqc Tzg Tzt 823.78K Cpv 1004 J kg K  Cpg 1160 J kg K  Cpcm 1.088 10 3  J kg K  Rcm m'R Rg 1 m'  Rcm 287.676 J kg K  kcm Cpcm Cpcm Rcm  pzt pzg  zt   ckp 1.869 p'zvcm pzvcm Pa  p'zt pzt Pa  Xác định theo công thức thực nghiệm: pzcm cm Pa p'zt p'zvcm m'    1 1 m'  Tzcm m'Cpv Tzvent Cpg Tzt 1 m'( ) Cpcm  T tbqc Tzg Tzt  Tzg  pzcm 202195.550841Pa Tzcm 640.972K T tbqc 0.22 mv k R 2 k 1       k 1 k 1  mg kg Rg 2 kg 1       kg 1 kg 1  mcm kcm Rcm 2 kcm 1       kcm 1 kcm 1  mv 0.0404 K 1 2 s m  mg 0.03964 K 1 2 s m  mcm 0.03996 K 1 2 s m  Cpcm m'Cpv Cpg 1 m'   ckp kcm 1 2       kcm kcm 1  162 10) Xác định cho miệng phun pzvcm 2.263 10 5  Pa pzcm 2.022 10 5  Pa pzt 1.923 10 5  Pa  zt 4 Tzvent 396.225K Tzvcm 396.225K Gvmpqc Gvtb GvI m'  1 cm  Tzcm pzcm  0.00097595mK 0.5 s Giá trị này cần được so sánh trên đồ thị đặc tính miệng phun.  cm pzt pzcm  vcm pzvcm pzcm  T cmqc Tzg Tzcm  Tzg  T cmqcII Tzvcm Tzcm  Tzvcm   cm 0.951 vcm 1.119 T cmqc 0.393 T cmqcII 0.618 Hoặc được tính theo biểu thức từ tổng của hai dòng: G'mpqc Gvtb Tzg pzg  zt cm 1 cm  1 T cmqc GvI Tzvcm pzvcm  m' vcm 1 cm  1 T cmqcII        G'mpqc 0.00097595m K 0.5 s  c 1.996 11) Tính mức giãn trên loa phụt: Tính tỷ số giảm áp trên miệng phun theo hai dòng khác nhau:  c2 pzv ph  zvent II cm 1 vcm  c2' pzv ph zk kc 1 zt  cm 1  cm  12) Trên đặc tính tua bin ta so sánh mức giãn nở đã đọc được theo thông số lưu lượng dòng tìm π.c1 và giá trị giãn nở tính toán theo mục 11) π.c2. Thể hiện trên các hình, theo các trường hợp 10a), b), c). 13) Nếu tường hợp tua bin chưa bị nghẽn dòng, tức là:   max max vtb zg vtb zg vtbqc vtbqc zg zg G T G T G G p p           Sẽ xét đặc tính miệng phun:  ckp 1.869  c  ckp Trường hợp này miệng phun đã ở chế độ tới hạn Bằng những tính toán trên đã đảm bảo điều kiện cân bằng lưu lượng và vòng quay. 14) Xét điều kiện cân bằng công suất: mp  c Tzvent Tzvcm T ktaqc Tzvent Tzv  Tzv  Nqc zm Cpg GvI 1 goxl   Tzg pzg  zk kc Tzg Tzv  T tbqc Cpv GvI Tzv pzv  T kqc Cpv GvI m' Tzv pzv  T ktaqc        Nqc 0.407895 m 3 K 0.5 s  Tại điểm ΔW.qc 0 ta sẽ thu được điểm hoạt động cân bằng của nhánh. 15) Dựng trên đặc tính máy nén các đường HĐCB. 163 16) Tính các tham số động cơ nếu gian no hoan toan: Cc1  c 2 kcm kcm 1  Rcm Tzcm 1 ph pzcm       kcm 1 kcm               Cc1 472.9153m s 1  Nếu giãn nở không hoаn toаn:  c  ckp Cc2  c 2 kcm kcm 1  Rcm Tzcm 1 1  ckp       kcm 1 kcm             Cc2 451.7481m s 1  Phần phía trước của loa phụt làm việc ở chế độ giãn nở chưa hoàn toàn, sau đó giãn nở tiếp ở lõi trung tâm (vỏ bộ phận sinh khí) nên tốc độ khí thoát được tính theo tốc độ tương đương: Tc2 Tzcm Cc2 2 2 kcm kcm 1  Rcm  c Cc2 2 kcm kcm 1  Rcm Tc2  pc2 pzcm  ckp  Tc2 547.164K c 1.06 pc2 1.082 10 5  Pa Mật độ dòng qc kcm 1 2       1 kcm 1 c 1 kcm 1 kcm 1 c 2        1 kcm 1             qc 0.996 cs ph pzcm  cs Cc2 kcm Rcm Tc2  cs 0.501 cs 0.977 c 1 kcm 1  c 2  kcm 1           kcm kcm 1  pcs pc2 c  c 0.491 pcs 2.203 10 5  Pa Van toc tuong duong Cc Cc2 Tc2 pc2 ph  mcm  qc pcs  Tc Tzcm Cc 2 2 kcm kcm 1  Rcm  pc pzcm c  Cc 470.124 m s  Tc 539.38K pc 1.013 10 5  Pa Vì vậy giãn nở trên loa phụt là giãn nở hoàn toàn. Xác định các tham số riêng của động cơ, lưu lương không khí vа hiệu suất: Gv GvI GvII 7.71127 kg s  Lực đẩy riêng và lực đẩy: Pud 1 gt 1 goxl  1 m'        Cc       Vb        P Pud Gv 164 Hiệu suất hiệu dụng của động cơ: e Pud 2 1 m'( ) 2 gt Hu 1 goxl   e 0.3083 Lưu lượng nhiên liệu riêng Cud gt 1 goxl  Pud 1 m'( )  Cud 0.06452 kg N hr  Cud 0.645 kg 10N hr  kg kGhr       Cong hieu dung cua chu trinh Le 1 gt 1 goxl  1 m'        Cc 2  Vb 2        2  Le 1.11447 10 5  J kg  Hiệu suất toàn phần và hiệu suất bay: 0 Pud Vb gt 1 goxl  1 m'       Hu  v Pud Vb Le  Xác định khối lượng riêng và trọng lượng riêng chỉ xác định khi H=0 và M=0 ở chế độ tính toán. Mdc 95kg dc Mdc Gv 12.32 kg kg s   dc Mdc P 0.026 kg N  px pzh pzh v pzventII pzventII pzk pzg pzt pzcm pc pc                                   Pa  Tx Tzh Tzh TzventII TzventII Tzk Tzg Tzt Tzcm Tc Tc                                   K  Cx c1a c1a caventII cakvd cak C1a C2a ctvdr Cc Cc                                   m s  165 augment xi1 Tx px Cx  0 1 2 3 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 288 49.93·10 196 2 288 49.73·10 196 3 396.23 52.51·10 158 4 396.23 52.51·10 169 5 617.79 57.93·10 134 6 31.06·10 57.69·10 209 7 823.78 51.92·10 153 8 640.97 52.02·10 153 9 539.38 51.01·10 470.12 10 539.38 51.01·10 470.12  Tx 10 3  px Cx 10 3  xi1 M 0 0.2 0.4 0.6 0.8 0.85 1.0( ) V M Va V 0 68.07 136.14 204.21 272.28 289.3 340.35( ) m s  Pud 1 gt 1 goxl  1 m'        Cc       Vb         Tzh Th 1 k 1( ) M 2  2                 Tzh 288 290.304 297.216 308.736 324.864 329.616 345.6( ) K Tzv Tzh b_M M 2 1 k 1( ) 2 M 2      k 1   b_M 0 0.2182 0.4313 0.6348 0.8251 0.8704 1( ) b V 2 R Tzh k k 1    b 0 0.2182 0.4313 0.6348 0.8251 0.8704 1( ) 166 b 1 k 1( ) b 2 k 1          b 1 k 1( ) b 2  k 1        k k 1   b 1 0.992 0.969 0.933 0.887 0.874 0.833( ) b 1 0.972 0.896 0.784 0.656 0.624 0.528( ) qb k 1( ) 2       1 k 1 b 1 k 1( ) k 1 b 2      1 k 1            qb 0 0.337 0.629 0.842 0.963 0.98 1( ) b 1 k 1( ) k 1 b 2      1 k 1   b 1 0.98 0.924 0.84 0.74 0.714 0.634( ) pzh ph Tzh Th       k k 1              pzh 1.013 10 5  1.042 10 5  1.131 10 5  1.292 10 5  1.545 10 5  1.625 10 5  1.918 10 5   Pa pzv pzh v pzv 9.93 10 4  1.021 10 5  1.109 10 5  1.267 10 5  1.514 10 5  1.593 10 5  1.88 10 5   Pa Dvvent 258mm dvvent 134mm drvent 178mm Dgiua 224.8mm Fvvent  Dvvent 2 dvvent 2    4  Frvent  Dvvent 2 drvent 2    4  FrventII  Dvvent 2 Dgiua 2    4  FrventI  Dgiua 2 drvent 2    4  Fvvent 0.03818m 2  Frvent 0.0274m 2  FrventII 0.0126m 2  FrventI 0.0148m 2  dvca 176mm drca 204mm Dca 220mm Fvca  Dca 2 dvca 2    4  Frca  Dca 2 drca 2    4  Fvca 0.013685m 2  Frca 5.3281 10 3  m 2  Nhiệt độ không khí cửa vào MN: Tzh Th 1 k 1 2 Mb 2             Tzh 288 290.304 297.216 308.736 324.864 329.616 345.6( ) K Áp suất không khí pzh ph Tzh Th       k k 1              167 pzh 101325 104190.5846 113134.6279 129240.4201 154453.7515 162506.936 191801.047( ) Pa Tzv 288 290.304 297.216 308.736 324.864 329.616 345.6( ) K pzv 99298.5 102106.77291 110871.93538 126655.61173 151364.67644 159256.79728 187965.02607( ) Pa Tốc độ tương đối 1a c1a 2 k k 1  R Tzv   1a 0.632 0.63 0.623 0.611 0.595 0.591 0.577( ) Mật độ dòng tương đối q1a k 1 2       1 k 1 1a 1 k 1 k 1 1a 2      1 k 1            q1a 0.84 0.837 0.831 0.821 0.807 0.803 0.789( ) Gv1 mv 0.0389 m 2 pzv q1a Tzv          Gv1 7.7197 7.8862 8.3985 9.2957 10.6448 11.0633 12.5429( ) kg s  P Pud Gv1    PM0 3645N P 3.645 10 3  3.225 10 3  2.983 10 3  2.883 10 3  2.903 10 3  2.925 10 3  3.031 10 3  N e Pud 2 1 m'( ) 2 gt Hu 1 goxl    e 0.306 0.229 0.173 0.132 0.102 0.096 0.08( ) Cud 3600gt 1 goxl  Pud 1 m'( )   Cud 0.065 0.075 0.086 0.099 0.112 0.116 0.127( ) s m  Le 1 gt 1 goxl  1 m'        Cc 2  V 2        2   0 Pud V gt 1 goxl  1 m'       Hu          b 1 gt  Cc V V 2    1 gt  Cc 2 V 2      0 0 0.076 0.133 0.174 0.204 0.21 0.226( ) b 0 0.127 0.226 0.307 0.375 0.391 0.438( ) 168 stack e b 0  T 0.306 0.229 0.173 0.132 0.102 0.096 0.08 0 0.127 0.226 0.307 0.375 0.391 0.438 0 0.076 0.133 0.174 0.204 0.21 0.226                     